王亮寬，周加永,2，薛慶陽，寧變芳，吳瀟璞，孟凡哲

(1.西北機(jī)電工程研究所，陜西 咸陽 712099； 2.北京理工大學(xué) 機(jī)電學(xué)院，北京 100081)

1 引言

輪式自行高炮機(jī)動(dòng)性好，主要裝備于陸軍中型部隊(duì)防空營(yíng)，是末端防御的最后屏障，在近程末端防空作戰(zhàn)中具有不可替代的作用[1]。底盤作為輪式自行高炮的重要組成部分，是火力炮塔的主要承載平臺(tái)，并對(duì)火炮射擊精度有著很大的影響。對(duì)于某輪式自行高炮底盤的薄殼車體在研制過程中表現(xiàn)出不同程度的剛度不足及應(yīng)力集中等問題。輪式自行高炮底盤的動(dòng)力有前置與后置之分，二者在底盤總體結(jié)構(gòu)形式上差別較大，通過對(duì)比分析多型輪式自行高炮，動(dòng)力后置底盤的炮塔支撐機(jī)構(gòu)更容易實(shí)現(xiàn)，但是為滿足不同的作戰(zhàn)需求，一些輪式自行高炮也采用動(dòng)力前置底盤。

本文所研究的輪式自行高炮底盤采用了動(dòng)力前置方案，為確保輪式自行高炮高機(jī)動(dòng)越野的安全性以及火炮射擊精度的精確性，在設(shè)計(jì)過程中需要借助有限元法進(jìn)行剛強(qiáng)度分析[2]。利用NX10軟件建立某輪式自行高炮底盤三維實(shí)體模型，利用ANSYS workbench軟件對(duì)火炮在不同射擊條件下底盤的剛強(qiáng)度進(jìn)行分析，通過分析確定底盤的薄弱部位，并有針對(duì)性的對(duì)底盤結(jié)構(gòu)做有針對(duì)性的改進(jìn)；最終驗(yàn)證火炮在不同射擊條件下的剛強(qiáng)度情況，通過數(shù)據(jù)分析表明，優(yōu)化設(shè)計(jì)后的底盤能夠滿足座圈合變形小于0.5 mm的要求。

2 底盤車體有限元建模

有限元模型是進(jìn)行有限元分析的基礎(chǔ)[3]，筆者利用NX10軟件建立了某輪式自行高炮底盤車體三維實(shí)體模型，然后導(dǎo)入到ANSYS workbench軟件建立其有限元模型[4]。

2.1 底盤車體模型及受力分析

某輪式自行高炮底盤主要由動(dòng)力系統(tǒng)、動(dòng)力傳動(dòng)輔助系統(tǒng)、傳動(dòng)系統(tǒng)、行動(dòng)系統(tǒng)、操縱系統(tǒng)、電子電氣系統(tǒng)、車體及特設(shè)裝置等組成，其中車體是主承力結(jié)構(gòu)，通過座圈與火力炮塔相連接，是本文的主要研究對(duì)象，如圖1所示。

圖1 底盤車體模型

車體為薄殼裝甲框架承載式結(jié)構(gòu)，由車首、車尾、頂甲板、左右側(cè)甲板、輪艙、底甲板及檢查窗蓋等組成，車體頂部安裝有座圈，用于固定火力炮塔。根據(jù)剛強(qiáng)度及防護(hù)指標(biāo)要求，車體各部位采用多種厚度的高強(qiáng)度裝甲鋼，通過焊接方式組合連接在一起。

自行高炮在進(jìn)行射擊時(shí)，火力炮塔受到后座力、翻轉(zhuǎn)力矩、重力和慣性力的作用，并通過座圈傳遞給車體[5]。本文所研究的輪式自行高炮采用的是中炮布置方案，所以后坐力分布在座圈中心的豎直面上，火力炮塔可繞座圈中心轉(zhuǎn)動(dòng)實(shí)現(xiàn)方位360°射擊，可以忽略火力炮塔中心在底盤縱向中心線上的微小偏移量。因此，在自行高炮射擊時(shí)車體主要受到火力炮塔的重力、翻轉(zhuǎn)力矩以及后坐力在水平方向和豎直方向的分力。

自行高炮在高低0°進(jìn)行射擊時(shí)，車體的受力工況最為惡劣，為對(duì)車體的剛強(qiáng)度進(jìn)行充分的驗(yàn)證與考核，對(duì)3種射角射擊載荷作用下座圈局部變形進(jìn)行計(jì)算，即方位0°高低0°、方位右90°高低0°、方位180°高低0°。

2.2 底盤車體剛度評(píng)價(jià)指標(biāo)

某輪式自行高炮的射擊精度與底盤車體的變形量直接相關(guān)，底盤車體變形會(huì)牽連座圈出現(xiàn)的座圈垂直位移、前后垂直變形差均會(huì)影響到射擊精度[6]。結(jié)合強(qiáng)度理論和車體的受理情況，需要選擇合理的評(píng)價(jià)指標(biāo)以直接反應(yīng)底盤車體的支撐剛度。

1) 底盤車體牽連座圈的最大合變形：反應(yīng)自行高炮在射擊時(shí)底盤車體在后坐力、重力、翻轉(zhuǎn)力矩等載荷作用下，底盤車體牽連座圈的最大變形量，反應(yīng)底盤車體的整體剛度，最大合變形量越小，剛度越好。

2) 底盤車體牽連座圈的最大等效應(yīng)力：反應(yīng)自行高炮在射擊時(shí)底盤車體所能承受最大載荷的能力。

2.3 底盤車體模型的簡(jiǎn)化

在建立某輪式自行高炮有限元模型時(shí)，方便后續(xù)網(wǎng)格的劃分以及有限元模型的建立，并在確保模型計(jì)算的準(zhǔn)確性及不影響仿真結(jié)果的前提下，需要對(duì)其進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化，減少不必要的計(jì)算，提高仿真效率[7]。在進(jìn)行底盤模型簡(jiǎn)化時(shí)，主要遵循以下原則：

1) 只考慮該輪式自行高炮靜止間射擊時(shí)車體的剛度和強(qiáng)度，模型為靜態(tài)模型[8]。

2) 火力炮塔座圈與車體通過螺釘進(jìn)行剛性連接，因此整車可視為均質(zhì)各向同性材料進(jìn)行一體化求解分析。

3) 火力炮塔中心在底盤縱向中心線上。

4) 忽略對(duì)整體模態(tài)計(jì)算結(jié)構(gòu)影響較小部件，例如供各分系統(tǒng)部件安裝和檢查用的支架、附座、把手等。

5) 對(duì)梁結(jié)構(gòu)中的圓角、平板上的孔洞進(jìn)行修正填補(bǔ)，方便網(wǎng)格的劃分。

2.4 底盤車體的有限元模型

在構(gòu)建輪式自行高炮底盤車體的有限元模型時(shí)，采用有限元中梁、板、塊體元的組合來描述系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)。將車體與內(nèi)部的梁結(jié)構(gòu)分別賦予不同的材料屬性，具體材料屬性如表1所示。在針對(duì)車體與梁的接觸問題上，在ANSYS環(huán)境中進(jìn)行接觸固定操作，將車體與梁的所有接觸面進(jìn)行固連操作，將二者進(jìn)行綁定；上述操作完成后進(jìn)行網(wǎng)格劃分，本次網(wǎng)格劃分所有體均采用四面體網(wǎng)格，劃分好的網(wǎng)格模型如圖2所示。

表1 材料屬性Table 1 Material properties

圖2 計(jì)算模型單元

有限元模型建立之后，進(jìn)行邊界條件的施加，在車體兩側(cè)懸掛連接上端面及車體底面分別添加固定約束，約束其3個(gè)方面的自由度。開啟ANSYS仿真環(huán)境中的經(jīng)典地球重力，重力加速度為9.8 m/s2；計(jì)算重點(diǎn)關(guān)注射擊載荷作用下底盤座圈局部變形，考慮了下座圈對(duì)結(jié)構(gòu)局部的加強(qiáng)作用，將火力炮塔的60 000 N重力簡(jiǎn)化為質(zhì)點(diǎn),施加到上座圈的上表面上；將30 000 N后座力作為遠(yuǎn)端力施加于座圈端面，作用點(diǎn)位于上座圈正上方593 mm處，處于后坐力作用線的高度。3種射角下計(jì)算模型約束及載荷如圖3所示。

3 底盤車體原方案剛強(qiáng)度分析

根據(jù)上述列出的剛強(qiáng)度評(píng)價(jià)指標(biāo)，基于輪式自行高炮底盤車體的有限元模型，計(jì)算3種射擊工況下車體牽連座圈的變形及等效應(yīng)力，并對(duì)原方案進(jìn)行剛強(qiáng)度評(píng)估。圖4為不同射擊工況下車體座圈變形及應(yīng)力云圖。

圖3 不同射角下計(jì)算模型約束及載荷

圖4 不同射擊工況下座圈變形及應(yīng)力云圖

通過上述仿真分析可知，在方位0°射角工況下，座圈的最大變形出現(xiàn)在后部，方向向下，變形量為1.56 mm，座圈上的最大應(yīng)力出現(xiàn)在座圈后部偏車左的位置為26.5 MPa；在方位0°射角工況下，座圈的最大變形出現(xiàn)在后部，方向向下，變形量為0.79 mm，座圈上的最大應(yīng)力出現(xiàn)在座圈后部偏車左的位置為21.2 MPa。

將3種射角下車體的剛強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果進(jìn)行匯總，如表2所示。

表2 車體座圈剛強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果匯總表Table 2 Summary of calculation results of rigidity and strength of car body seat ring

從3種射角工況計(jì)算對(duì)比可以看出，座圈的等效應(yīng)力均小于材料的屈服強(qiáng)度，滿足要求；但是，由于底盤整體剛性不足，導(dǎo)致座圈位移量超出射擊時(shí)的穩(wěn)定要求。經(jīng)分析計(jì)算，座圈前后梁結(jié)構(gòu)的剛度是影響座圈穩(wěn)定性的關(guān)鍵因素。座圈前支梁結(jié)構(gòu)變形圖如圖5所示，座圈后側(cè)操控艙頂板變形云圖如圖6所示。

圖5 座圈前支梁結(jié)構(gòu)變形圖

圖6 座圈后側(cè)操控艙頂板變形云圖

在射擊工況下，通過圖5可以明顯看出，前梁已產(chǎn)生較大變形，同時(shí)通過圖6可以看出，由于座圈后側(cè)梁支撐結(jié)構(gòu)之間的跨度大導(dǎo)致操控艙頂板也產(chǎn)生了較大變形，變形量達(dá)到了1.95 mm。

4 底盤車體優(yōu)化設(shè)計(jì)

4.1 底盤車體結(jié)構(gòu)改進(jìn)設(shè)計(jì)

針對(duì)發(fā)現(xiàn)的問題，結(jié)合底盤內(nèi)部整體布局要求，對(duì)底盤車體進(jìn)行優(yōu)化，具體措施為：

1) 為不影響底盤的傳動(dòng)系統(tǒng)與操控艙的空間，在座圈后端設(shè)計(jì)增加A型支撐梁，上端支撐在座圈上，下端分別支撐在底盤的2個(gè)縱梁上。

2) 將座圈前端的2根支撐立梁的壁厚增至10 mm。

3) 在靠近車底的2條縱梁之間添加壁厚為5 mm的管梁用于支撐縱梁。

4) 在操控艙頂部增加橫梁。車體結(jié)構(gòu)改進(jìn)方案模型如圖7所示。

4.2 底盤車體結(jié)構(gòu)改進(jìn)設(shè)計(jì)的剛度分析

由于底盤車體原方案的強(qiáng)度已經(jīng)滿足要求，因此在對(duì)車體底盤的原方案改進(jìn)后，僅對(duì)其剛度進(jìn)行分析即可。外載荷與邊界條件不變，3種不同射擊工況下車體座圈的變形云圖如圖8所示。

圖8 改進(jìn)后不同射擊工況下座圈變形云圖

將3種射角下改進(jìn)車體結(jié)構(gòu)的剛強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果進(jìn)行匯總，如表3所示。

表3 車體座圈剛強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果匯總表Table 3 Summary of calculation results of rigidity and strength of car body seat ring

對(duì)比分析表2和表3可以得出:原方案的最大等效應(yīng)力滿足要求，但是剛度不足，座圈最大合變形量達(dá)到了1.37 mm，遠(yuǎn)大于0.5 mm的指標(biāo)要求；在添加A型梁、縱梁支撐梁、橫梁后，增強(qiáng)座圈前端支撐梁后，車體的質(zhì)量增加了25 kg，雖然車體的質(zhì)量有所增加，但能滿足某輪式自行高炮總質(zhì)量的要求，而且座圈最大合變形量均有明顯的下降趨勢(shì)，均可滿足指標(biāo)要求，最惡劣的180°射角工況下，座圈的最大合變形量為0.34 mm，小于0.5 mm，達(dá)到了指標(biāo)要求，說明此優(yōu)化設(shè)計(jì)方案是合理可行的。在除去仿真誤差及模型簡(jiǎn)化等因素，計(jì)算結(jié)果具有一定的參考性。

5 結(jié)論

1) 本文建立了某輪式自行高炮底盤車體剛度分析的力學(xué)模型，并給出了剛度評(píng)價(jià)指標(biāo)，通過有限元分析，明確了火炮在不同射擊工況下車體牽連座圈的變形特征及薄弱環(huán)節(jié)，指導(dǎo)底盤車體結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)。

2) 改進(jìn)后的設(shè)計(jì)使底盤質(zhì)量增加了25 kg，但能滿足某輪式自行高炮總質(zhì)量的要求，并使座圈在射擊工況下的最大合變形由1.37 mm降到0.34 mm，效果明顯，達(dá)到了設(shè)計(jì)改進(jìn)目標(biāo)。

3) 通過對(duì)底盤車體原方案和改進(jìn)設(shè)計(jì)后方案的對(duì)比，實(shí)現(xiàn)了在60 000 N火力炮塔自重，30 000 N火炮射擊后坐力作用下座圈合變形量小于0.5 mm的要求，所采用的設(shè)計(jì)方法對(duì)后續(xù)輪式自行高炮底盤車體剛度提升設(shè)計(jì)具有一定的指導(dǎo)意義。